Etude de l'impact oblique à haute vitesse sur des structures en sandwich composite : application aux pales d'hélicoptère

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Etude de l’impact oblique à haute vitesse sur des

structures en sandwich composite : application aux pales

d’hélicoptère

Pablo Navarro

To cite this version:

Pablo Navarro. Etude de l’impact oblique à haute vitesse sur des structures en sandwich composite : application aux pales d’hélicoptère. Mécanique [physics.med-ph]. Université toulouse 3 Paul Sabatier, 2010. Français. �tel-01883049�

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Discipline ou spécialité : Génie Mécanique

Présentée et soutenue par Pablo NAVARRO Le 7 décembre 2010

Titre :

Étude de l’impact oblique à haute vitesse sur des structures en sandwich composite : Application aux pales d’hélicoptère

JURY

Daniel COUTELLIER Président du Jury

Jean-Yves COGNARD Rapporteur

Philippe VIOT Rapporteur

Jean-Jacques BARRAU Directeur de thèse Jean-François FERRERO Co-directeur de thèse Steven MARGUET Encadrant de thèse

Patrice RAUCH Membre invité

Ecole doctorale : MEGeP

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ATIERES

CHAPITRE I INTRODUCTION ... 5

I.1. Problématique ... 5

I.2. Contexte ... 6

I.3. Plan de l’étude ... 7

CHAPITRE II APPROCHE EXPERIMENTALE ... 9

II.1. Objectifs ... 9

II.2. Bibliographie ... 10

II.2.1. Impact à basse vitesse ... 10

II.2.1.1. Stratifiés ... 10

II.2.1.2. Tissus ... 17

II.2.1.3. Sandwich ... 21

II.2.2. Impact à haute vitesse ... 24

II.2.2.1. Différence haute et basse vitesse ... 24

II.2.2.2. Stratifié ... 27

II.2.2.3. Tissus ... 30

II.2.2.4. Sandwich ... 31

II.2.3. Conclusion ... 31

II.3. Etude expérimentale ... 33

II.3.1. Introduction ... 33

II.3.2. Moyen et type d’essais réalisés ... 33

II.3.2.1. Indentation statique ... 33

II.3.2.2. Impact poids tombant ... 34

II.3.2.3. Impact canon ... 36

II.3.3. Paramètres testés ... 38

II.3.3.1. Conditions expérimentales ... 38

II.3.3.2. Paramètres matériaux ... 39

II.3.3.3. Paramètres structuraux ... 39

II.3.3.4. Présentation des éprouvettes ... 40

II.3.4. Influence des conditions expérimentales pour le canon ... 41

II.3.4.1. Influence de l’angle d’impact ... 41

II.3.4.2. Influence de la vitesse d’impact ... 47

II.3.4.3. Conclusions ... 53

II.3.5. Influence des matériaux ... 53

2

II.3.5.2. Type de résine ... 59

II.3.5.3. Matériaux d’âme ... 68

II.3.6. Influence des paramètres structuraux ... 73

II.3.6.1. Type de peau ... 73

II.3.6.2. Drapage ... 75

II.3.6.3. Etude particulière : sens chaîne et sens trame ... 80

II.4. Conclusion ... 82

CHAPITRE III APPROCHE NUMERIQUE ... 85

III.1. Introduction ... 85

III.2. Etude bibliographique ... 86

III.2.1. Eléments finis – Principes ... 86

III.2.1.1. Introduction ... 86

III.2.1.2. Bases théoriques ... 86

III.2.1.3. Formulation des éléments finis ... 88

III.2.1.4. Schémas d’intégration ... 90

III.2.1.5. Algorithme Radioss ... 93

III.2.2. Eléments de thermodynamique des milieux continus ... 94

III.2.2.1. Introduction ... 94

III.2.2.2. Principes ... 94

III.2.2.3. Méthode de l’état local -Variables d’état ... 96

III.2.2.4. Potentiel thermodynamique ... 97

III.2.3. Modélisation des composites ... 99

III.2.3.1. Modélisation des stratifiés ... 99

III.2.3.2. Modélisation des tissus ... 103

III.2.4. Modélisation de la mousse ... 107

III.2.4.1. Comportement de la mousse ... 107

III.2.4.2. Modèles de mousse polymère ... 109

III.3. Modélisation de la peau ... 112

III.3.1. Présentation du modèle ... 112

III.3.2. Description de l’élément résine ... 116

III.3.2.1. Introduction ... 116

III.3.2.2. Calcul du repère local ... 116

III.3.2.3. Définition des points d’intégration ... 117

III.3.2.4. Calcul des taux de déformation aux points d’intégration ... 118

III.3.2.5. Calcul des flux d’effort aux points d’intégration ... 121

3

III.3.2.7. Blocage en cisaillement transverse ... 125

III.3.2.8. Dissociation des comportements de membrane et de flexion ... 126

III.3.2.9. Pseudo plasticité ... 127

III.3.2.10. Endommagement ... 128

III.3.3. Elément barre ... 129

III.3.4. Maillage ... 129

III.4. Modélisation de la mousse ... 131

III.4.1. Introduction ... 131

III.4.2. Essais de caractérisation ... 134

III.4.2.1. Essais de compression ... 134

III.4.2.2. Cisaillement ... 139

III.4.3. Modélisation ... 143

III.4.3.1. Introduction ... 143

III.4.3.2. Modèle Radioss ... 144

III.4.3.3. Implémentation d’un critère de rupture ... 145

III.5. Conclusion ... 147

CHAPITRE IV VALIDATION DU MODELE ... 149

IV.1. Introduction ... 149

IV.2. Identification du modèle de peau ... 150

IV.2.1. Identification des lois de comportement ... 150

IV.2.1.1. Présentation des essais de caractérisation... 150

IV.2.1.2. Essais de traction statique ... 150

IV.2.1.3. Essais de traction dynamique ... 153

IV.3. Identification du modèle de mousse... 157

IV.3.1. Identification des paramètres matériaux de la loi « foam_plas » ... 157

IV.3.2. Evolution de la dégradation ... 158

IV.3.3. Modélisation de l’indentation statique avec une bille ... 159

IV.3.3.1. Présentation du modèle ... 159

IV.3.3.2. Résultats du calcul ... 160

IV.4. Modélisation de la structure complète ... 162

IV.4.1. Indentation statique ... 162

IV.4.2. Indentation dynamique ... 164

IV.4.3. Impact oblique ... 167

IV.4.3.1. Tissus orientés à 0-90° ... 168

IV.4.3.2. Tissus orientés à ±45° ... 171

4

IV.5.1. Comportement de la mousse ... 176

IV.5.2. Comportement de la peau ... 178

IV.5.2.1. Drapage à 0°-90° ... 178

IV.5.2.2. Drapage à ±45° ... 180

IV.6. Conclusion ... 184

CHAPITRE V CONCLUSIONS GENERALES ET PERSPECTIVES ... 185

V.1. Conclusions générales ... 185

V.2. Perspectives ... 186

ANNEXE PRESENTATION DU PROJET CALMIP………189

5

CHAPITRE I

I

NTRODUCTION

I.1.

Problématique

Dans le monde des transports, la sécurité des passagers est un aspect primordial qui doit être assuré par les constructeurs en garantissant la fiabilité de leurs structures. Ceci est d’autant plus vrai dans le domaine aéronautique où la moindre faiblesse d’une partie de la structure d’un aéronef peut avoir des conséquences catastrophiques en termes de vies humaines.

Ainsi la prise de conscience de l’importance des cas d’impact en aéronautique n’est pas nouvelle. De nombreux exemples comme le dimensionnement du nez et du pare-brise des avions ou bien des réacteurs montrent que les impacts (généralement d’oiseaux) ne peuvent pas être négligés. Néanmoins la modélisation de ces phénomènes reste difficile et souvent l’essai remplace la prédiction, ce qui peut se révéler problématique en termes de coût.

Les hélicoptères n’échappent pas à la règle, et une des parties de la structure la plus sensible à l’impact est la pale. En effet, elle doit permettre la sustentation de l’appareil, si elle appartient au rotor principal, et la stabilisation de celui-ci, si elle appartient au rotor arrière.

Deux types d’impact sont possibles. Quand l’appareil est au sol, la pale peut subir des dommages dus à la chute d’outil. Ces types de sollicitations sont assimilables à des impacts à basse vitesse et peuvent créer des dommages difficilement détectables à l’œil nu mais pouvant réduire considérablement la tenue de la pale.

En vol, la pale peut subir divers impacts dus à la rencontre de nombreux objets avec les pales en rotation. Ces objets comme des cailloux, des pièces de la cellule ou bien des blocs de givre se détachant de l’appareil sont de nature diverse. La vitesse de rotation de la pale étant importante, de l’ordre de plusieurs centaines de mètres par seconde en fonction du lieu de la collision par rapport au rotor, ces impacts peuvent générer des dommages pouvant conduire à l’annulation de la mission de l’équipage ou mettre en péril la vie des passagers.

Le dimensionnement d’une pale doit être effectué non seulement pour tenir les charges statiques et dynamiques mais aussi pour pouvoir garantir à l’hélicoptère de pouvoir revenir de mission sans encombre après qu’un objet l’ait impactée. Ainsi le principal objectif de cette étude est de contribuer à l’optimisation de la tenue des pales aux impacts à haute vitesse.

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I.2.

Contexte

Une pale d’hélicoptère est une structure complexe car elle doit à la fois avoir une forme aérodynamique spécifique et à la fois pouvoir reprendre les efforts mécaniques qui peuvent devenir très importants lors du fonctionnement de l’appareil. Une description du design d’un rotor arrière est représentée sur la Figure I.1.

Figure I.1 : Vue en coupe d’une pale d’hélicoptère

La peau, constituée de deux ou trois plis de tissus composites en verre ou en carbone, permet de reprendre les efforts de torsion.

Le longeron principal et l’arêtier, en unidirectionnel verre-époxy, permettent de reprendre les efforts normaux de la force centrifuge et de stabiliser la pale dans le plan.

Cette structure est stabilisée grâce à un matériau de remplissage pouvant être une mousse ou un nid d’abeille. Cette fonction de stabilisateur de la peau peut éventuellement être complétée par la présence d’une ou deux nervures.

Le bord d’attaque est recouvert d’une plaque d’acier inoxydable afin de prévenir la pale contre une usure prématurée.

Durant le vol de l’hélicoptère, l’orientation de la pale autorise les impacts sur plusieurs endroits. Ainsi, ces impacts peuvent avoir lieu au bord d’attaque (on parle alors d’impact frontal) ou bien sur l’intrados ou le bord de fuite (on parle alors d’impact latéral). Ces différents cas d’impact sont représentés Figure I.2.

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Figure I.2 : Différents cas d’impact en vol

L’impact frontal a fait l’objet d’une précédente étude [TAWK, 2009]. Il est caractérisé par l’ouverture du bord d’attaque en acier inoxydable et la fissuration du longeron principal. Ce type d’impact peut provoquer, selon les énergies mises en œuvre, un décollement de la peau sur de grandes surfaces.

L’objet de cette thèse est l’étude de l’impact sur l’intrados de la pale. Ce type d’impact latéral est caractérisé par ses conditions aux limites et par son lieu d’impact. En effet, l’objet impactant, de géométrie et de masse inconnue, va heurter la structure à grande vitesse et suivant un angle (noté α sur la Figure I.2) défini par l’inclinaison de la pale, généralement compris entre 10° et 20°. Cet impact va avoir lieu directement sur la peau de la pale.

I.3.

Plan de l’étude

Pour cette étude, il a été décidé d’observer et d’analyser la réponse expérimentale et numérique des pales à un impact sur l’intrados pour une gamme de vitesses comprises entre 70 et 150 m/s et pour une masse d’environ 30g.

Etant données les structures étudiées et le type de sollicitations, les pales sont assimilées à des panneaux sandwich constitués de deux peaux minces en tissu composite et d’une âme en mousse ou en nid d’abeille.

Ce rapport de thèse est divisé en trois parties.

Dans la première partie l’étude expérimentale est présentée. Dans un premier volet un état de l’art des études expérimentales d’impact sur structure composite est décrit.

Dans un second volet les essais effectués à l’aide d’un canon à gaz qui permet de projeter des billes à haute vitesse (de l’ordre de la centaine de mètres par seconde) sont

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présentés. Les panneaux sandwich sont placés avec un angle α, représentatif de l’inclinaison de la pale en vol, face au canon, comme illustré dans la Figure I.3.

Figure I.3 : Présentation de l’angle d’impact α

Ces essais permettent d’observer l’influence de plusieurs paramètres matériaux et structuraux sur la réponse des plaques à ce type de sollicitations. Ces paramètres sont :

- le type de résine et le type de fibres utilisé pour la peau ;

- le drapage et le type de composite utilisé (nappes ou tissus) pour la peau ; - le matériau d’âme ;

- la vitesse et l’angle d’impact.

La deuxième partie concerne le modèle numérique proposé. Tout d’abord une étude bibliographique sur les codes d’élément finis explicites ainsi que sur les lois d’endommagement existantes est menée. Une présentation des modèles de tissus et de mousse est effectuée.

Ensuite un modèle de peau permettant de reproduire à une échelle de la maille le comportement et les dommages observés expérimentalement est mis en place, puis les lois matériaux sont identifiées. Ce modèle est implémenté dans le code éléments finis explicite Radioss.

Enfin le comportement des mousses utilisées est analysé expérimentalement et une loi matériau adaptée aux impacts est proposée.

Dans la troisième partie une validation du modèle par rapport aux résultats expérimentaux est effectuée.

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CHAPITRE II

A

PPROCHE EXPERIMENTALE

II.1. Objectifs

Dans ce chapitre, on s’intéresse principalement à l’analyse expérimentale du comportement à l’impact oblique d’une structure en composite sandwich.

Dans une première partie, une étude bibliographique est réalisée. Elle permet de faire une synthèse des différents travaux concernant l’impact sur les structures en matériau composite. Pour cela, les impacts à basse et haute vitesse ont été distingués. La réponse à un impact des plaques en composite stratifié, des plaques en composite tissé et des plaques en composite sandwich est étudiée pour chacune de ces deux sollicitations. L’influence des paramètres matériaux et structuraux ainsi que des conditions expérimentales sur le comportement des éprouvettes est mise en évidence.

La deuxième partie est consacrée à la présentation et l’analyse des essais structuraux réalisés. Afin d’identifier les paramètres influents sur la réponse à l’impact d’une structure sandwich, trois types d’essais ont été menés : des essais d’indentation statique, des essais d’indentation au poids tombant et des essais d’impact oblique. L’influence des paramètres matériaux (résines, fibres, matériau d’âme), des paramètres structuraux (type de peau, drapage) et des conditions expérimentales est analysée.

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II.2. Bibliographie

L’objectif de cette partie est de faire une synthèse des différents travaux déjà réalisés pour étudier l’impact sur différentes structures en composite.

II.2.1. Impact à basse vitesse

II.2.1.1. Stratifiés

II.2.1.1.1. Chronologie de l’endommagement

Le scénario d’endommagement lors d’un impact basse vitesse d’une plaque stratifiée peut être résumé en trois étapes décrites en détail par [PETIT, 2005] [BONINI, 1995] [CABANAC, 1999] [ESPINOSA, 1991].

Dans un premier temps, l’impacteur génère un effort qui entraîne une flexion locale de la plaque ou un poinçonnement. Ce phénomène est très localisé.

Dans un deuxième temps, la flexion provoquée par l’impact génère un champ de contrainte important sur la face opposée à l’impact, ce qui conduit à la fissuration de la matrice à cet endroit. Les fissures s’amorcent au niveau des défauts de la matrice et vont croître en fonction des sollicitations.

Il est possible de distinguer deux types de fissurations de matrice. Les premières, dues au cisaillement transverse, sont inclinées à 45° et apparaissent à une certaine distance de la zone impactée. Ces fissurations concernent les plaques composites à forte épaisseur. Les secondes, dues à la flexion de la plaque, sont verticales et apparaissent sous l’impacteur dans le pli le plus éloigné de l’impact.

Généralement, l’endommagement de la matrice est le premier mode de rupture à être induit par un impact [ABOISSIERE, 2003]. Il prend souvent la forme de fissurations matricielles mais aussi de décohésions entre les fibres et la matrice. Les fissurations sont dues à la différence de propriétés entre la matrice et les fibres et sont en général parallèles à la direction des fibres dans les plis unidirectionnels [RICHARDSON, 1996]. L’aspect de la fissuration dépend essentiellement de la séquence de drapage du composite, et la propagation des fissures dans la matrice est régie par un mode mixte des modes I et II [WANG, 1990].

Dans un troisième temps, la flexion globale du stratifié induit un champ de cisaillement transverse important qui provoque la propagation des fissures dans les plis. La croissance des fissurations continue alors jusqu’à ce que les fissures atteignent une interface

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fibre/matrice. Si la fissure est assez longue (environ deux fois la distance entre deux fibres), elle se développe en s’ouvrant et provoque la rupture d’une interface. L’endommagement de l’interface se propage alors le long de la fibre [CABANAC, 1999].

La présence de fissures à l’interface de deux plis d’orientation différentes mène à l’apparition de délaminage. Ce dernier est défini par une décohésion relativement étendue au niveau de l’interface entre deux plis consécutifs d’orientations différentes. Il apparaît lorsque les plis de part et d’autre de l’interface sont endommagés par fissuration de la matrice et que le pli inférieur est localement saturé en fissures [BONINI, 1995]. Le délaminage résulte de la différence entre les rigidités en flexion des plis adjacents [LIU, 1988] : le long des fibres, la plaque a tendance à se fléchir d’une façon concave alors que la flexion est convexe dans le sens transverse.

Ainsi, les formes observées pour le délaminage et représentées Figure II.1 dépendent fortement du drapage du stratifié impacté [GUINARD, 2001].

Figure II.1 : C-scan d’un panneau équilibré impacté à 7,1 J [GUINARD, 2001]

Dans un quatrième temps, la dernière étape du processus d’endommagement du stratifié est la rupture des fibres. Elle apparaît généralement après la fissuration de la matrice et le délaminage. Lors de l’impact, la mise en flexion de la plaque fait apparaître une zone de compression dans la partie supérieure du stratifié et une zone de traction dans sa partie inférieure. Ainsi, lorsque les fibres situées dans cette dernière zone subissent une contrainte supérieure à leur résistance en traction, elles cassent.

Ainsi, il est possible de classer chronologiquement les différents modes d’endommagement qui conduisent à la ruine de la structure. Ces modes, représentés Figure II.2, sont l’endommagement de la matrice, le délaminage et la rupture des fibres.

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Figure II.2 : Coupe d’un stratifié endommagé [WANG, 1990]

En général, une combinaison de ces trois facteurs est à l’origine de la rupture. Leur influence relative, qui dépend principalement des caractéristiques du matériau, de l’empilement et du type de sollicitation, a fait l’objet de nombreuses études.

II.2.1.1.2. Influence de la séquence de drapage

Comme l’a montré Hitchen [HITCHEN, 1995], les délaminages apparaissent entre les différents plis à cause de la différence de rigidité de flexion de ces plis, elle-même due à la différence d’orientation des plis. Ainsi, la forme du délaminage entre le pli i et i+1 est allongée dans le sens de l’orientation des fibres du pli i+1 (pli inférieur). Ceci est représenté Figure II.3.

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Il a été constaté que plus le nombre d’interfaces dans la plaque est grand, ce qui revient à dire que plus le nombre d’empilements de plis de même orientation est réduit, plus le délaminage est faible [HITCHEN, 1995 ; FUOSS, 1998].

Fuoss [FUOSS, 1998] a réalisé une étude visant à observer l’influence de l’orientation relative des fibres entre les plis successifs d’une plaque stratifiée sur la réponse à l’impact de la plaque. Ainsi, une courbe représentant l’aire délaminée après impact en fonction de l’angle d’interface a pu être tracée pour montrer que le dommage s’accroît de manière importante quand l’angle entre deux plis successifs est inférieur à 30°et supérieur à 75° (Figure II.4).

Figure II.4 : Courbe représentant l’aire délaminée en fonction de l’angle d’interface [FUOSS, 1998]

II.2.1.1.3. Influence de l’épaisseur

Un des paramètres qui influence fortement la réponse à l’impact d’une plaque stratifiée est l’épaisseur de la plaque. En effet, une des conséquences de l’augmentation de l’épaisseur est l’augmentation de la raideur, d’une part, et l’augmentation du nombre de plis (i.e. du nombre d’interfaces), d’autre part.

De nombreuses études ont été menées [BELINGARDI, 2003 ; CANTWELL 1989] pour observer l’influence de l’épaisseur, ce qui a permis de révéler plusieurs phénomènes.

Premièrement, la rupture initiale apparaît sur les faces opposées pour les plaques minces et sur les faces impactées pour les plaques épaisses. Ceci s’explique par le fait que pour les plaques minces, pour lesquelles la raideur en flexion est plus faible, la déflection est plus importante, ce qui entraîne l’apparition de fortes contraintes sur la face opposée à

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l’impact et donc une rupture à cet endroit. Au contraire, pour les plaques plus épaisses le mode de rupture dominant est le cisaillement qui va initier une rupture sur la face de l’impact.

Deuxièmement, il est noté que pour les plaques épaisses, la résistance à la perforation est plus grande. Cela s’explique simplement par le fait qu’il y a plus de matière à traverser pour le projectile.

Troisièmement, pour les plaques les plus épaisses, l’énergie nécessaire à initier le premier dommage est plus grande. La conséquence de ceci est que pour les plaques épaisses la zone de délaminage est plus petite.

II.2.1.1.4. Influence des propriétés fibre et résine

En dehors des paramètres géométriques, le comportement à l’impact d’une plaque stratifiée est aussi influencé par les propriétés mécaniques des fibres et de la résine. En effet, la première phase du mécanisme de l’endommagement à l’impact est l’apparition et la propagation de fissures dans la matrice. Cartié [CARTIE, 2002] a analysé l’influence de la variation de la ténacité de la résine ainsi que la résistance des fibres qui permettent de stopper ou non la propagation d’une fissure.

Il a testé quatre types de résine époxy (Hexcel 922, 914, 924, 920) et deux types de fibres (Toray HTA et Toray IMS) ; la ténacité de la résine GIC allant de 51 J/m² pour le 922 à

541 J/m² pour le 920 et les fibres IMS étant 25% plus raides et 60% plus résistantes que les fibres HTA.

Les résultats obtenus et représentés Figure II.5 montrent que, premièrement, pour le même type de fibres (HTA) la surface endommagée est la plus petite pour la résine 920 (GIC =

541J/m²) et la plus grande pour la résine 922 (GIC = 51J/m²). Ce résultat met en évidence que

plus la ténacité de la résine est grande plus le délaminage aura du mal à se propager.

Deuxièmement, en utilisant le même type de résine (922 ou 924), la valeur de la surface endommagée est sensiblement plus grande pour les fibres IMS que pour les fibres HTS. Cela montre que l’augmentation de la raideur va intensifier le processus de délaminage. Troisièmement, l’auteur fait remarquer que les différences d’aires de la surface endommagée sont la conséquence de la modification de la valeur de l’effort à l’initiation du dommage qui apparaît comme étant dépendant de GIIC et indépendant de l’énergie d’impact.

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Figure II.5 : Comparaison de l’aire délaminée en fonction des fibres et résines utilisées [CARTIE, 2002]

II.2.1.1.5. Influence de la forme de l’impacteur

Pour étudier l’influence de la forme de l’impacteur, Mitrevski [MITREVSKI, 2006] a réalisé une série d’essais de type poids tombant pour trois géométries d’impacteur différentes : hémisphérique, ogivale et conique (Figure II.6).

Figure II.6 : Géométries d’impacteur : (a) hémisphérique, (b) ogival, (c) conique [MITREVSKI, 2006]

Cette étude a permis de montrer que le délaminage est le plus important pour une forme hémisphérique de l’impacteur et le plus faible pour l’impacteur conique. Au contraire, l’impacteur conique a provoqué plus de ruptures de fibres que l’hémisphérique. Ceci a pour conséquence une résistance en traction plus importante pour les éprouvettes impactées avec le projectile hémisphérique. Ces résultats sont représentés sur la Figure II.7.

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Figure II.8 : Micrographies de coupes de plaques impactées avec un impacteur de forme (a) conique, (b) ogivale, (c) hémisphérique [MITREVSKI, 2006]

L’auteur conclut, dans un premier temps, que le délaminage étant causé principalement par la flexion de la plaque, plus le rayon du projectile est grand, plus le délaminage est important. Dans un deuxième temps, il remarque que plus le rayon de l’impacteur est petit, plus la force de contact est localisée, ce qui entraîne une rupture des fibres avant la mise en flexion de la plaque.

II.2.1.1.6. Influence de la présence d’une précontrainte

Whittingham [WHITTINGHAM, 2004] a effectué une série de tests dans lesquels des plaques carbone quasi-isotropes ont été impactées grâce à un système de poids tombant ; les plaques étant chargées axialement, bi-axialement et en cisaillement (500µε, 1000µε, 1500µε). Il observe que la pré-charge n’a aucune influence sur l’évolution du pic d’effort et sur le niveau d’énergie absorbée pour différentes énergies d’impact et que la profondeur d’empreinte reste la même quelle que soit la pré-charge (il en relève néanmoins légèrement l’influence pour des impacts à 10J).

II.2.1.1.7. Effet d’échelle

Si on souhaite appliquer des résultats d’essais directement sur une structure réelle, donc sûrement de taille différente de l’éprouvette, il est important de savoir comment influe le changement d’échelle sur le comportement à l’impact.

Un premier élément de réponse a été apporté par Viot [VIOT, 2008]. En effet dans cet article sont étudiés les effets d’échelle d’une plaque plane soumise à un impact basse vitesse type poids tombant. Pour cela deux plaques ont été impactées, l’une étant deux fois plus grande que l’autre dans toutes les dimensions. Pour chaque plaque il a impacté avec deux vitesses différentes (1.8 m/s et 2.2 m/s) mais en réglant la masse du poids tombant pour que l’énergie d’impact soit deux fois plus grande pour la plus grande plaque.

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Dans le cas où les impacts sur la grande et la petite plaque n’ont pas généré de dommages visibles à l’œil nu, Viot a pu trouver une relation linéaire pour les déplacements et les efforts mesurés des différentes plaques.

Néanmoins, dans le cas où les endommagements sont plus importants, une loi générale caractérisant l’effet d’échelle lors d’un impact semble difficile à établir car la mécanique mise en jeu est fortement non linéaire et que les matériaux composites sont fortement hétérogènes.

II.2.1.2. Tissus

II.2.1.2.1. Comportement à l’impact

Newton [NEWTON, 2002] et Atas [ATAS, 2008] se sont intéressés à l’étude de l’impact des composites tissés.

La rupture, de la même manière que pour un stratifié, survient à la suite d’une multiplication de défauts dans le matériau. Ces modes d’endommagement sont l’endommagement de la matrice, le délaminage et la rupture des fibres. Un classement chronologique de ces différents modes ne peut pas être fait aussi clairement que dans le cas d’un stratifié car la propagation des fissures peut être bloquée par les fibres des plis adjacent,s mais aussi par les fibres du même pli, ce qui a pour conséquence que la présence d’une fissure localisée a pour condition nécessaire la rupture de fibres.

C’est pourquoi une analyse de l’impact basse vitesse sur des plaques en composite tissé formé de quatre plis de tissus en fibres de verre et résine époxy a été faite. Le niveau d’énergie absorbée par la plaque en fonction de l’énergie d’impact a été relevé. Atas a classé la chronologie d’endommagement à l’impact d’un tissu en cinq phases (A,B,C,D,E) que l’on peut distinguer sur la courbe (Energie Absorbée/ Energie d’Impact) représentée sur la Figure II.8.

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- Tout d’abord, durant la phase A, seule la matrice s’endommage.

- Ensuite, lors des phases B et C, la rupture des fibres commence. Entre ces deux phases, pour une énergie d’impact Ej, on observe un saut d’énergie absorbée qui correspond à un seuil de dommage atteint : pour une énergie d’impact inférieure à Ej, on a un niveau d’endommagement de la plaque beaucoup plus faible que pour une énergie d’impact supérieure à Ej. Ce saut est sûrement dû à un changement dans le mode de rupture.

- A la fin de la zone C, on atteint un seuil où l’énergie absorbée est presque égale à l’énergie d’impact. Cela signifie que la plaque a absorbé toute l’énergie d’impact et que le projectile commence à pénétrer.

- Ainsi, la phase D correspond à la phase de pénétration de la plaque par le projectile. - Enfin, la phase E est caractérisée par la systématique perforation de la plaque par le

projectile.

II.2.1.2.2. Influence de l’épaisseur

Tout comme pour des plaques stratifiées, l’épaisseur influence considérablement le comportement de la plaque à l’impact.

Sutherland [SUTHERLAND, 2004-2005] a étudié cette influence en impactant des plaques de 5 à 30 plis. Les résultats montrent que les plaques les plus fines sont affectées par l’importante flexion tandis que les plaques les plus épaisses sont affectées en plus par la pénétration de l’impacteur (cisaillement). Ainsi, deux modes d’endommagement différents sont observés selon que la plaque est plus ou moins épaisse. Un comportement similaire à celui décrit pour les plaques stratifiées est retrouvé.

Cet article évoque aussi un problème dû à l’augmentation de l’épaisseur d’un pli : celui de l’ondulation des fibres. En effet une augmentation de l’épaisseur du pli va entraîner une plus forte ondulation de fibre, ce qui, d’après les essais, va favoriser la rupture des fibres.

II.2.1.2.3. Influence du type de tissage

Une des caractéristiques des composites tissés est qu’il existe de nombreux types de tissage différents, dont des exemples sont donnés Figure II.9, amenant à des réponses à un impact basse vitesse différentes.

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Figure II.9 : Exemples de différents types de tissus [WAGNER, 2006]

Dans le cadre d’une étude menée au sein d’Eurocopter [WAGNER, 2006] traitant de l’impact sur l’arbre de transmission du rotor arrière en composite, une comparaison entre les matériaux en tissus carbone classique et les matériaux en tissus carbone NCF (Non Crimp Fabrics) a pu être faite. Ces derniers ont l’avantage de ne pas faire onduler les fibres. Cette ondulation conduit généralement à une baisse des propriétés du composite dans le plan.

Ainsi, une série d’essais au poids tombant a été effectuée sur différents types d’éprouvettes en considérant le type de tissu. La résine utilisée est de la résine RTM6.

Les résultats des essais (Figure II.10) montrent que les tissés ont un meilleur comportement à l’impact que les NCF. En effet, les NCF réagissent à l’impact de la même manière que les stratifiés (grande zone délaminée).

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II.2.1.2.4. Orientation des fibres

Pour le même type de tissu, il est possible de regarder l’influence de l’angle de tissage sur le comportement d’une plaque sous impact basse vitesse.

Figure II.11 : Exemple de tissus réalisés avec deux différents angles de tissage [ATAS, 2008]

Atas [ATAS, 2008] a étudié l’effet de l’angle de tissage sur la réponse à un impact basse vitesse. Les impacts sont réalisés grâce à un système de poids tombant pour permettre d’impacter la plaque à une vitesse de 4.3 m/s avec une masse de 5 kg.

Les résultats montrent que les plaques dont l’angle de tissage est petit (20° à 30°) ont, comparativement à des plaques dont l’angle de tissage est grand (75° à 90°):

o une valeur légèrement plus petite d’effort maximal de réaction ; o une durée de contact plus grande ;

o une déflection plus importante ;

o une quantité d’énergie absorbée plus grande ; o une zone endommagée plus grande ;

De plus, la capacité d’absorption d’énergie et le seuil de perforation d’un tissé à 20° est 40% plus grande qu’un tissé à 90°. Il est à remarquer que dans ce cas l’auteur analyse deux effets : un effet structure dû à la différence de rigidité et un effet purement matériau lié à l’angle de drapage.

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II.2.1.2.5. Influence de la forme de l’impacteur

Mitrevski [MITREVSKI, 2005] a réalisé une série d’essais de type poids tombant pour trois géométries différentes d’impacteur : hémisphérique, ogivale et conique (Figure II.7). Chaque impacteur a un diamètre de 12 mm.

Il en a conclu que :

- L’énergie absorbée est légèrement plus grande pour l’impacteur conique (~5%). - La profondeur de pénétration est de l’ordre de 20% plus grande pour l’impacteur

conique.

- La force de contact maximale est plus grande de 30% pour l’impacteur hémisphérique. - La durée de contact est plus courte de 14% pour l’impacteur hémisphérique.

- L’effort d’initiation du dommage est le plus important pour l’impacteur hémisphérique (1,5 kN), suivi par l’ogival (1,2 kN) et le conique (1 kN).

II.2.1.3. Sandwich

II.2.1.3.1. Comportement à l’impact

La réponse à l’impact d’une structure en composite sandwich est différente de celle observée sur des plaques monolithiques.

Plusieurs études permettent de comprendre les mécanismes qui pilotent le comportement d’une structure sandwich à l’impact [CHOI, 2006] [FAA/AR-99/49] [ANDERSON, 2000] [SCHUBEL, 2005-2007]. Plusieurs modes de rupture, représentés Figure II.12, ont été mis en évidence.

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Figure II.12 : Modes de rupture d’une structure sandwich à l’impact [FAA/AR-99/49]

I) Rupture en compression de la peau supérieure :

a) compression de la mousse et rupture en traction de la peau inférieure b) rupture de la mousse en cisaillement

II) Flambement de la peau supérieure III) Rupture de la mousse en cisaillement IV) Rupture en traction de la peau inférieure

Tout d’abord, l’effort généré par l’impacteur entraîne la flexion de la plaque. La plaque étant épaisse, les contraintes dues à la flexion sont importantes, ce qui peut entraîner la rupture en compression de la peau supérieure (modes Ia et Ib), le flambage de la peau supérieure (mode II) et la rupture en traction de la peau inférieure (mode IV).

De plus, dans ces différents cas, une fois le premier dommage apparu, une compression du matériau d’âme a lieu, ce qui entraîne la ruine de la structure.

Enfin, il est possible que l’effort généré par le projectile ne suffise pas à entraîner le flambage ou la rupture des peaux, mais soit suffisant pour créer un cisaillement capable d’entraîner la rupture de l’âme (mode III).

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II.2.1.3.2. Influence des paramètres de l’âme

Kim [KIM, 1992] et Madenci [MADENCI, 2000] ont constaté expérimentalement que plus la densité de l’âme augmente, plus le seuil d’endommagement et la force maximale de contact sont importants. Ainsi pour un matériau d’âme plus dense, on aura une aire délaminée plus faible pour la même quantité d’énergie absorbée.

L’âme des structures sandwich peut être de deux types différents : en mousse ou en nid d’abeille. Il existe de grandes différences de comportement entre ces deux types de matériaux.

Aminanda [AMINANDA, 2004] a étudié dans sa thèse les structures sandwich en nid d’abeille. Pour lui, l’épaisseur des parois est évidemment le paramètre qui intervient directement au niveau du flambement des cellules. Pour Williamson [WILLIAMSON, 1994], la hauteur a des effets très importants. Lorsqu’elle augmente, la rigidité de flexion augmente aussi et l’effort de contact maximum est augmenté ce qui est un effet de structure connu. Toutefois, l’augmentation de la force de contact maximale n’obéit pas uniquement à cet effet de structure car à profondeur indentée identique, elle est proportionnellement moins importante pour les sandwichs plus épais. En effet, les dégradations doivent être aussi pilotées par des effets locaux dans la peau.

II.2.1.3.3. Influence du type de collage

Le comportement à l’impact de structures sandwich (fibre de Verre/polyester/mousse PVC) et assemblées par différentes méthodes de collage a été observé par Imielinska [IMIELINSKA, 2008]. Pour réaliser ces plaques, la mousse et les faces ont été collées de trois manières différentes :

- en utilisant une colle haute densité (Crestomer 118-6PA) et une colle basse densité et haute résistance (Crestomer 1196-2PA) après cuisson des faces ;

- en collant la mousse et les peaux avant la cuisson grâce à une résine polyester Palatal U541TV-03.

Les résultats des essais permettent de voir que :

- les éprouvettes qui ont été collées avant la cuisson réagissent mieux à l’impact ; - le type de collage ne modifie pas la valeur de l’effort d’initiation des délaminages ; - les éprouvettes ayant été fabriquées avec de la colle montrent moins de délaminage sur

la peau supérieure. Ceci peut s’expliquer par le fait que l’énergie va être absorbée plutôt par les microfissurations de la colle que par le délaminage de la peau.

Néanmoins, on constate expérimentalement que, de manière générale et quasi systématique, il y a rupture de la mousse parallèlement à la peau avant qu’il y ait un

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décollement entre la peau et la mousse car la tenue de la colle est bien supérieure à la contrainte de rupture de la mousse.

II.2.2. Impact à haute vitesse

II.2.2.1. Différences haute et basse vitesse

Cantwell [CANTWELL, 1989] a étudié les différences de comportement en fonction de la vitesse en comparant la réponse d’un stratifié à l’impact d’un projectile à haute et basse vitesse. Pour l’impact basse vitesse, un dispositif de poids tombant a été utilisé avec un impacteur de 680g lâché à plus de 2m. Pour l’impact à haute vitesse, un canon a été utilisé pour pouvoir propulser un projectile de 1g à des vitesses de l’ordre de 100 m/s.

Les résultats suivants ont été trouvés :

- Le premier dommage apparaît pour une énergie d’impact plus grande pour un impact basse vitesse que pour un impact haute vitesse (Figure II.13). Ce résultat semble logique, car lors d’un impact basse vitesse une plus grande partie de l’énergie est absorbée par la flexion de la plaque.

Figure II.13 : Evolution de l’énergie d’initiation du dommage pour des impacts haute et basse vitesse [CANTWELL, 1989]

- Pour une même énergie d’impact, l’aire délaminée est plus grande pour un impact haute vitesse que pour un impact basse vitesse (Figure II.14), ce qui semble logique étant donné le résultat précédent.

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Figure II.14 : Evolution de l’aire délaminée pour des impacts haute et basse vitesse [CANTWELL, 1989]

- L’énergie d’impact au seuil de la perforation est légèrement plus grande pour un impact basse vitesse (Figure II.15).

Figure II.15 : Evolution de l’énergie de perforation pour des impacts haute et basse vitesse [CANTWELL, 1989]

- Pour un impact haute vitesse, la valeur de l’énergie d’initiation du premier dommage ne varie pas quand la longueur de l’éprouvette augmente (Figure II.16). Cela montre que pour ce type d’impact on n’a pas d’effet de la structure. En effet, les ondes d’impact n’ont pas le temps d’aller chercher les conditions aux limites.

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Figure II.16 : Evolution de l’énergie d’initiation du dommage en fonction de la longueur d’éprouvette pour les hautes et basses vitesses d’impact [CANTWELL, 1989]

- Pour un impact basse vitesse, la valeur de l’énergie d’initiation du premier dommage augmente linéairement quand la longueur de l’éprouvette augmente. Quand on écarte les appuis, on augmente la capacité de la structure à absorber de l’énergie en flexion. On peut remarquer aussi qu’en éloignant les appuis, le mode initial de rupture change : on passe d’une fissuration en cisaillement transverse à une rupture de la matrice de la face inférieure due à la flexion.

Figure II.17 : Illustration de l’effet structure [CANTWELL, 1989]

Ainsi, il est possible de donner deux différences fondamentales de comportement des plaques composites sous impact basse et haute vitesse.

La première différence est que, pour les impacts à basse vitesse, la structure a la possibilité d’absorber de l’énergie élastique, et donc la géométrie de l’éprouvette va modifier le comportement à l’impact, tandis que pour les impacts haute vitesse, on n’a pas d’effets de

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la structure car la réponse à l’impact est locale et donc la taille de l’éprouvette n’influence pas le comportement.

La seconde différence est que, pour l’impact basse vitesse, les phénomènes d’endommagement sont très liés à la flexion de la plaque, tandis que pour l’impact haute vitesse, le mode de rupture dominant est le cisaillement.

II.2.2.2. Stratifié

II.2.2.2.1. Influence de l’épaisseur

Cantwell [CANTWELL, 1988] a mis en évidence dans son étude expérimentale l’influence de la variation de l’épaisseur sur la réponse à l’impact à haute vitesse d’une plaque en composite stratifié.

Premièrement, deux modes de rupture apparaissent suivant que la plaque est plus ou moins épaisse. Le premier mode de rupture est un mode de flexion, qui apparaît pour les plaques les plus fines. Dans ce cas là, les premiers dommages sont observés sur la face non impactée. Le second mode est le cisaillement qui est généré par les efforts de contact entre le projectile et la plaque apparaît pour les plaques les plus épaisses. Dans ce cas là, les premiers dommages sont observés sur la face impactée.

Deuxièmement, il existe une épaisseur optimale pour laquelle le niveau d’énergie seuil d’apparition des dommages est maximal, et donc pour laquelle le délaminage est moins important. Cette épaisseur correspond à l’épaisseur intermédiaire pour laquelle les premiers dommages apparaissent simultanément sur les deux faces de la plaque.

Troisièmement, on peut observer expérimentalement que le niveau d’énergie seuil de perforation augmente avec l’épaisseur de la plaque, ce qui est presque évident.

II.2.2.2.2. Influence du drapage

Hammond [HAMMOND, 2004], après avoir réalisé plusieurs essais sur des stratifiés unidirectionnels et quasi-isotropes [0 -45 45 90]2s (drapage A) et [0 60 -60]3s (drapage B) a

trouvé que le mécanisme microstructural de déformation pour chaque empilement restait le même ; c’est-à-dire un cisaillement de la matrice suivi d’un décollement de l’interface matrice/fibre.

Néanmoins cette étude expérimentale permet de distinguer quelques différences.

Premièrement, l’auteur constate que, pour le drapage A, la forme du trou dû à la perforation de la plaque est rhomboédrique tandis que pour le drapage B elle est hexagonale. Dans les deux cas le diamètre du trou de sortie est plus grand que celui du trou d’entrée (Figure II.18).

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Figure II.18 : Schéma de la forme du trou selon l’épaisseur

Deuxièmement, la zone de ruptures inter et intra laminaires n’a pas la même étendue pour les deux types de drapage. En effet pour le drapage A cette zone s’étend sur 10mm autour du trou tandis que pour le drapage B elle ne s’étend que sur 6mm. Ainsi, la plaque avec le drapage A voit une plus grande propagation du dommage que la plaque avec le drapage B.

Une conséquence directe de ce résultat est que le drapage A permet plus d’absorption d’énergie que le drapage B.

II.2.2.2.3. Influence des fibres

Tanabe [TANABE, 2003] a étudié l’impact haute vitesse (150m/s à 314m/s) sur des plaques stratifiées fabriquées avec trois types de fibres ayant toutes des rigidités différentes en traction. Les résultats des essais montrent que la rigidité des fibres utilisées n’est influente que pour les fibres situées du côté opposé à l’impact. Le fait de changer les propriétés des fibres dans la partie la plus proche de l’impact ne modifie pas le comportement de l’éprouvette.

Il est observé que pour les fibres situées loin de l’impact dans l’épaisseur, une augmentation de leur rigidité permet d’augmenter la capacité de la plaque à absorber de l’énergie. Cela peut s’expliquer par le fait que la flexion engendrée par l’impact fait travailler les fibres de la face opposée à l’impact en traction. Elles emmagasinent alors une quantité d’énergie élastique qui augmente avec leur rigidité.

II.2.2.2.4. Influence de la masse du projectile

La masse de l’impacteur a une influence sur le comportement à l’impact. Comme le révèle Cantwell [CANTWELL, 1989] dans son étude expérimentale, pour un niveau d’énergie et une géométrie donnés, une variation de la masse du projectile modifie le seuil d’initiation du premier dommage, la surface délaminée et l’énergie de perforation.

Tout d’abord il remarque que l’énergie nécessaire pour initier le premier dommage augmente avec la masse du projectile. Ensuite, et dans la logique de ce qui vient d’être dit, la

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surface délaminée est plus grande pour une masse de projectile plus faible. Enfin, les résultats expérimentaux montrent que l’énergie de perforation est plus faible pour les projectiles légers que pour les projectiles plus lourds.

(a) (b)

(c)

Figure II.19 : Influence de la variation de la masse sur l’énergie d’initiation du dommage (a), l’aire délaminée (b) et l’énergie de perforation (c) [CANTWELL, 1989]

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II.2.2.3. Tissus

II.2.2.3.1. Influence du type de tissage

De manière similaire au cas de l’impact sur tissu basse vitesse, le type de tissage détermine aussi le comportement de la plaque sous impact haute vitesse. En effet, une différence de comportement existe entre les tissus taffetas et les tissus satins, illustrés Figure II.20.

(a) (b)

Figure II.20: (a) tissu taffetas - (b) tissu satin [HOSUR, 2004]

Hosur [HOSUR, 2004] a réalisé une série d’impacts sur ces deux types de plaques en composite tissu et a regardé leur comportement à l’impact. Il a été observé expérimentalement deux phénomènes.

Premièrement, il faut une vitesse d’impact plus élevée pour le tissu taffetas pour que le projectile commence à pénétrer dans la plaque.

Deuxièmement, les images type C-scan post impact des plaques impactées (Figure II.21) montrent clairement que les éprouvettes tissus satins ont une zone endommagée plus grande.

(a) (b)

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II.2.2.4. Sandwich

II.2.2.4.1. Influence de l’épaisseur de mousse

Christopherson [CHRISTOPHERSON, 2005] a regardé, grâce à une étude expérimentale, l’influence de l’épaisseur de la mousse d’une plaque composite sandwich sur son comportement à l’impact. Ainsi, trois types de plaques ont été testés : une épaisse de 25,4 mm, une épaisse de 15,9 mm et une sans mousse, les peaux étant pour chaque éprouvette composées de 4 plis de tissus carbone imprégné de résine époxy. Des tests de Compression Après Impact ont aussi été effectués pour regarder la perte de résistance de chaque plaque.

Ces essais ont permis d’observer que plus l’épaisseur de la mousse est importante, plus la structure sandwich absorbe de l’énergie et moins elle perd de résistance lors de l’impact (Figure II.22). En effet, cela peut s’expliquer par le fait que la mousse absorbe les ondes dues au choc et limite ainsi le délaminage dans les peaux.

Figure II.22 : Courbes (Ea/Ei) pour deux plaques sandwich d’épaisseur de mousse différente [CHRISTOPHERSON, 2005]

II.2.3. Conclusion

Cette étude bibliographique a permis de voir l’état des connaissances actuelles au sujet de l’impact haute ou basse vitesse sur plusieurs types de plaques en composite.

Il ressort de cette étude que les recherches les plus nombreuses sont sur les impacts à basse vitesse et que, dans ce cas, le comportement d’une plaque monolithique stratifiée est mieux maîtrisé.

En ce qui concerne les plaques monolithiques en tissu, leur comportement global est défini et l’influence de certains paramètres est dégagée. Néanmoins, il n’est pas possible de

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décrire leurs mécanismes de dégradation sous impact aussi clairement que pour les plaques stratifiées.

Pour les structures sandwich, la différence de comportement s’explique par la présence de mousse ou d’un nid d’abeille. Ainsi, le comportement des peaux est sensiblement le même que si elles étaient seules, les paramètres influents concernant principalement l’âme.

Concernant les impacts à moyenne vitesse, il ressort que les études consacrées à ce sujet sont moins nombreuses. Néanmoins, la réponse des structures sous impact normal à grande vitesse est globalement identifiée et les différences de comportement entre les impacts à haute et basse vitesse ressortent clairement. Ces différences résident principalement dans la prise en compte de l’importance des phénomènes de cisaillement et de la vitesse de déformation.

Les structures stratifiées sont celles qui ont été l’objet de la majorité des études, tandis que pour les structures en composite tissé et sandwich, des inconnues, comme l’influence des matériaux ou des drapages, subsistent.

Ainsi, un des objectifs de la campagne d’essai réalisée et présentée dans la partie suivante concerne l’étude de l’influence de différents paramètres que sont le type de fibres, le type de résine, le type de matériau d’âme, la séquence de drapage et le type de peau de la structure sandwich.

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II.3. Étude expérimentale

II.3.1. Introduction

Cette étude expérimentale a trois objectifs principaux :

- comprendre les mécanismes de dégradation pour un impact oblique ;

- caractériser le comportement à l’impact des différents constituants possibles, pour une structure sandwich industrielle ;

- réunir suffisamment de données expérimentales pour qualifier le modèle de calcul développé.

En accord avec l’industriel, différents paramètres ont été testés. Trois types d’essais ont été réalisés : un essai de poinçonnement quasi-statique, un impact normal au poids tombant et un impact oblique à haute vitesse.

De façon à limiter le nombre d’essais, une première étude sur les conditions expérimentales des impacts obliques a été effectuée. Cela a permis de définir, à partir des résultats obtenus pour différents angles d’impact et différentes vitesses sur une éprouvette de référence, les conditions expérimentales qui seront appliquées à l’ensemble des échantillons.

Ensuite, dans un objectif d’optimisation, différents paramètres matériaux et structuraux ont été testés.

II.3.2. Moyen et type d’essais réalisés

II.3.2.1. Indentation statique

Afin de mieux comprendre le comportement et les phénomènes d’endommagement des structures étudiées, des essais d’indentation normale quasi statiques ont été réalisés. Pour cela une machine de traction-compression INSTRON équipée d’une cellule de mesure d’effort de 10 kN a été utilisée. Cette machine permet d’imposer un déplacement tout en mesurant l’effort exercé.

Pour cette campagne d’essais, les éprouvettes sont indentées à l’aide d’une bille en acier de 19 mm de diamètre. Chaque plaque est posée sur la table sous l’indenteur (Figure II.23).

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Figure II.23 : Indentation statique d’une plaque avec une bille

Le poinçonnement est effectué à une vitesse fixe de 2 mm/min. Pour chaque essai, l’effort de réaction de la plaque ainsi que le déplacement de la bille sont enregistrés.

II.3.2.2. Impact poids tombant

Des essais d’indentation à basse vitesse ont été réalisés. Un poids tombant équipé d’un impacteur hémisphérique de diamètre 19 mm a été utilisé pour poinçonner les plaques perpendiculairement. Celles-ci sont posées sur la table sous l’impacteur (Figure II.24).

La masse de l’impacteur est de 2 kg. Chaque éprouvette est impactée avec des énergies de 5 et 10J, correspondant à des vitesses de 2,24 et 3,16 m/s. En ce qui concerne les mesures, le poids tombant est équipé d’un capteur d’effort piézoélectrique KISTLER de capacité 120 kN situé entre l’indenteur et la masse, ainsi que d’un capteur optique réglé pour connaître la vitesse de la masse juste avant l’impact (Figure II.25).

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Figure II.24 : Installation de la tour de chute

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À partir du capteur d’effort situé entre la masse et la tête de l’impacteur, il est possible d’obtenir la force réelle lors de l’impact ( _!"#$%&) à partir de l’effort mesuré ( _"'() et des masses de l’impacteur total ( )_!"#$%&'*+) et de la tête de l’impacteur ( )_{&ê&'_!"#$%&'*+}):

!"#$%&=₎ )!"#$%&'*+

!"#$%&'*+− )&ê&'_!"#$%&'*+ "'( Eq II.1 L’accélération de l’impacteur est obtenue en utilisant le Principe Fondamental de la Dynamique appliqué au poids tombant. La donnée de la vitesse avant impact permet ensuite, en intégrant deux fois cette accélération, d’obtenir le déplacement de l’indenteur en fonction du temps.

Il est alors possible d’obtenir, comme dans le cas d’indentation statique, la courbe de l’effort d’impact en fonction de la profondeur d’indentation.

II.3.2.3. Impact canon

Enfin, des essais d’impacts obliques à haute vitesse ont été effectués. Pour cela un canon à gaz comprimé conçu au laboratoire a été utilisé. Deux réservoirs de 6 litres chacun sont reliés à un tube de 3 mètres de long et d’un diamètre intérieur de 30 mm. Ce dispositif permet la réalisation d’impacts à grande vitesse pouvant aller jusqu’à environ 150 m/s pour un impacteur d’environ 125 g.

La Figure II.26 décrit ce dispositif : le projectile est placé dans le tube et les réservoirs sont remplis jusqu’à la pression désirée pour l’impact. L’ouverture de l’électrovanne permet le tir.

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Figure II.26 : Dispositif d’essai au canon à gaz comprimé

Le projectile utilisé est une bille de 19mm de diamètre et de 28g. Elle est stabilisée à l’intérieur du tube du canon par un support en mousse polyuréthane (figure II.27).

Figure II.27 : Projectile du canon à gaz comprimé

L’éprouvette est posée sur une table inclinée d’un angle α compris entre 10° et 20° par rapport à l’axe de tir. Des chiffons sont disposés dans le caisson derrière la plaque pour pouvoir freiner et récupérer le projectile. (Figure II.28)

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Figure II.28 : Définition de l’angle d’impact

L’impact est filmé grâce à deux caméras rapides Fastcam Photron permettant d’enregistrer jusqu’à 120000 images par seconde. Pour les essais, la vitesse d’acquisition est de 50000 images par seconde, pour une résolution de 128 x 256 pixels.

II.3.3. Paramètres testés

Cette étude expérimentale s’est déroulée en deux phases. Une première dans laquelle nous avons testé les conditions d’essai (positionnement de l’éprouvette et vitesse d’impact). Une seconde au cours de laquelle nous avons testé différents constituants potentiels de l’échantillon.

II.3.3.1. Conditions expérimentales

Lors d’un impact oblique, l’angle d’attaque du projectile est un paramètre important qui doit influencer la physique de l’endommagement. Ainsi, il est intéressant d’observer l’influence de cet angle sur la réponse de la plaque. Pour cela, une série de tirs a été effectuée sur des plaques identiques en faisant varier l’angle d’impact.

Quatre angles représentatifs de la position de la pale en vol sont choisis pour cette étude : 10°, 12,5°, 15° et 17,5°.

De plus, une campagne d’essai a été réalisée pour observer l’influence de la vitesse sur le comportement d’une structure sandwich de référence à un impact oblique. La gamme de vitesses balayée va de 29 m/s à 120 m/s. Cette campagne permettra de définir les vitesses utilisées pour la campagne expérimentale d’étude d’influence des paramètres matériaux.